LNG卸料臂吹扫置换系统及其动态性能模型的建立方法

摘要

本发明涉及一种LNG卸料臂吹扫置换系统及其动态性能模型的建立方法，该吹扫置换系统采用一次扩压段‑环形过流段‑导流锥‑叶片‑二次扩压段‑稳流器组成的特殊结构，以旋转气流的方式实现对卸料臂输送管路的吹扫置换，能够克服现有技术卸料臂输送管路内部的吹扫置换效果不均匀的缺陷，进而保证卸料臂投运后的安全稳定运行。本发明方法基于气体动力学理论推导建立与吹扫置换系统相适配的动态性能模型，并对动态性能模型精度进行实验验证，进而指导吹扫置换系统的操作参数优化设置，解决现有技术的置换气体耗量大、能耗高等问题，提高吹扫置换效率，对于大型LNG卸料臂的总体结构设计优化和安全稳定运行具有指导意义。

说明书

技术领域

本发明涉及LNG卸料臂，具体是关于一种LNG卸料臂吹扫置换系统及其动态性能模型的建立方法。

背景技术

LNG接收终端可分为陆地LNG接收终端和海上LNG接收终端：陆地LNG接收终端目前在世界范围内已得到广泛的应用，并且随着天然气需求的增加仍在快速发展；海上LNG接收终端是近年提出的一种新型接收终端形式，目前在世界上已有工程实例。海上LNG接收终端又可进一步分为浮式接收终端和固定式接收终端，其中固定式接受终端与陆地LNG接收终端类似。根据LNG接收终端形式的不同，采用的LNG卸料方式也不同。

LNG卸料臂是一种安装在码头(或浮式终端)上的用于卸料的铰接管道系统，当LNG运输船抵达接收站专用码头后，通过液相卸料臂和卸料管线，利用船上的低温泵将LNG送进接收站的储罐内，同时储罐内的BOG气体通过回气管线和气态回气臂，返回到LNG运输船。液相卸料臂和气态回气臂结构相同，主要结构包括三维旋转接头、外臂、内臂、顶端旋转接头、基础立管以及连接内臂和基础立管之间的旋转接头等工艺管道及其支撑结构和附件。LNG卸料臂设计、制造和检验的主要难点在于材料深冷处理、旋转接头设计及低温动态试验、紧急脱离装置设计及可靠性、快速连接接头可靠性等方面。LNG卸料臂作业过程中，通过牵引线来引导卸料臂的端部和LNG运输船接收端互连，以保证相对运动情况下能够准确对接，操控LNG卸料臂的液压系统，使其能够承受船体运动导致的速度和加速度影响。

LNG卸料臂在正式投用前，要对卸料臂输送管路进行氮气吹扫置换，以保证LNG卸料臂输送LNG的过程安全。现有吹扫置换系统主要采用氮气压力管线与卸料臂输送管路相连，采用脉冲吹扫的方式向卸料臂输送管路内部喷吹高压氮气，实现惰性气体对卸料臂输送管路内部空气的置换，由于现有吹扫技术的喷吹管路为直通式管道，喷吹过程的置换效果不理想，主要存在以下问题：

①吹扫置换效果不均匀：现有吹扫技术在吹扫置换时，喷吹管路为直通式管路，导致喷吹时的氮气气流方向是正对着卸料臂输送管路的中心，这种喷吹方式的气流能量势必会更多的作用在中心位置，使得靠近中心位置处的卸料臂输送管路和边缘位置处的吹扫置换效果差异很大，靠近中心位置处承受较大的气流冲击力，而边缘位置处的吹扫力度较小，吹扫置换效果不均匀；

②吹扫置换效率低：现有吹扫技术主要依靠经验来设置氮气吹扫系统的工况参数，吹扫气体耗量大、能耗高，操作持续时间长，导致吹扫置换效率低，亟需建立一种与吹扫置换系统相适配的计算模型来指导方案的优化设计。

发明内容

针对上述问题，本发明的其中一个目的是提供一种LNG卸料臂吹扫置换系统，能以克服现有吹扫技术存在的卸料臂输送管路内部吹扫置换效果不均匀的缺陷，进而保证卸料臂投运后的安全稳定运行。

本发明的另一个目的是提供一种LNG卸料臂吹扫置换系统的动态性能模型的建立方法，该方法基于气体动力学理论推导建立与吹扫置换系统相适配的动态性能模型，并对动态性能模型的计算精度进行实验验证，进而指导吹扫置换系统的操作参数优化设置，解决置换气体耗量大、能耗高等问题，提高吹扫置换效率。

为实现上述目的，本发明采取以下技术方案：一种LNG卸料臂吹扫置换系统，包括卸料臂本体和吹扫置换装置，所述卸料臂本体主要由立柱、旋转机构、平衡传动机构、外臂支承、主管线、旋转接头、紧急脱离装置和快速连接接头构成，所述吹扫置换装置包括顺次连接的气体压力储罐、脉冲电磁阀、吹扫管路、一次扩压段、环形过流段、导流段和二次扩压段，且在所述导流段内设置有导流锥，所述吹扫置换装置的二次扩压段与所述卸料臂本体的快速连接接头密封连接；所述环形过流段由横截面为若干环形腔体的过流通道构成，在所述导流锥的外部沿周向设置有至少3个叶片，以使气流通过所述叶片时产生旋转。

所述的LNG卸料臂吹扫置换系统，优选地，所述环形过流段由外圈环形过流通道、中间环形过流通道和内圈环形过流通道构成，所述外圈环形过流通道的环形宽度与所述内圈环形过流通道的直径等同，所述中间环形过流通道的环形宽度小于所述外圈环形过流通道的环形宽度，同时也小于所述内圈环形过流通道的环形宽度。

所述的LNG卸料臂吹扫置换系统，优选地，所述叶片的尖端与导流锥截面的夹角为90°，所述叶片的末端与导流锥截面的夹角为30°～60°，且所述叶片的外沿与所述导流段的内壁连接，以使所述导流段、导流锥与所述叶片共同形成多个呈涡轮状分布的导流通道。

所述的LNG卸料臂吹扫置换系统，优选地，在所述二次扩压段的末端内部设置有稳流器，所述稳流器为中空的梭形壳体结构，且夹角β为45°～75°。

所述的LNG卸料臂吹扫置换系统，优选地，所述一次扩压段呈中空的圆台壳体结构，所述二次扩压段呈侧面为弧形曲面且中空的的圆台壳体结构。

一种上述LNG卸料臂吹扫置换系统的动态性能模型的建立方法，其特征在于，该方法包括以下步骤：

1)获得初始气体参数，包括：气体压力储罐的压力P

2)假定一个初始质量流量为

3)使得脉冲电磁阀进口滞止压力P

式中，R表示理想气体常数；A

4)将P

5)将T

6)将

7)将

G

8)将

9)将

10)将

11)将P

12)将P

式中，A

13)将P

式中，V

14)采用向前有限差分的方法，计算下一个时间步长t+Δt，气体压力储罐和吹扫管路中气体的参数，Δt表示差分时间变量；

15)将步骤1)中的初始气体参数P

16)从步骤2)迭代到步骤15)直到脉冲电磁阀关闭；

17)与此同时，q

所述的动态性能模型的建立方法，优选地，在所述步骤14)中，差分计算公式如下：

式中，T

本发明由于采取以上技术方案，其具有以下优点：

1、本发明的吹扫置换系统采用一次扩压段-环形过流段-导流锥-叶片-二次扩压段-稳流器组成的特殊结构，以旋转气流的方式实现对卸料臂输送管路的吹扫置换，能够克服现有技术卸料臂输送管路内部的吹扫置换效果不均匀的缺陷，进而保证卸料臂投运后的安全稳定运行。

2、本发明基于气体动力学理论推导建立与吹扫置换系统相适配的动态性能模型，并对动态性能模型精度进行实验验证，进而指导吹扫置换系统的操作参数优化设置，解决现有技术的置换气体耗量大、能耗高等问题，提高吹扫置换效率。

综上，本发明针对现有LNG卸料臂输送系统存在的吹扫置换效果不均匀、吹扫置换效率低等一系列问题，发明人凭借多年从事相关行业的经验与实践，提出一种LNG卸料臂吹扫置换系统及其动态性能模型的建立方法，以克服现有技术的缺陷，对于大型LNG卸料臂的总体结构设计优化和安全稳定运行具有指导意义。

附图说明

图1为本发明LNG卸料臂吹扫置换系统的整体结构示意图；

图2为图1的局部放大示意图；

图3为本发明环形过流段的截面示意图；

图4为本发明导流段的截面示意图；

图5为本发明叶片的截面示意图；

图6为本发明稳流器的结构示意图；

图7为本发明吹扫置换装置的压力储罐模型简图；

图8(a)和图(b)为本发明吹扫置换过程脉冲电磁阀的特性曲线图；

图9(a)-(d)为反吹压力0.4MPa和0.45MPa、脉冲宽度300ms时，动态性能模型计算结果与实验测定结果的对比图；

图10(a)-(d)为反吹压力0.4MPa和0.45MPa、脉冲宽度200ms时，动态性能模型计算结果与实验测定结果的对比图。

具体实施方式

为使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合附图对本发明的技术方案进行清楚、完整地描述。显然，所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

在本发明的描述中，需要说明的是，术语“上”、“下”、“内”、“外”等指示的方位或位置关系为基于附图所示的方位或位置关系，仅是为了便于描述本发明和简化描述，而不是指示或暗示所指的系统或元件必须具有特定的方位、以特定的方位构造和操作，因此不能理解为对本发明的限制。

在本发明的描述中，需要说明的是，除非另有明确的规定和限定，术语“安装”、“相连”、“连接”应做广义理解，例如，可以是固定连接，也可以是可拆卸连接，或一体地连接；可以是机械连接，也可以是电连接；可以是直接相连，也可以通过中间媒介间接相连，可以是两个元件内部的连通。对于本领域的普通技术人员而言，可以具体情况理解上述术语在本发明中的具体含义。

如图1、图2所示，本发明提供的LNG卸料臂吹扫置换系统包括卸料臂本体100和吹扫置换装置200，卸料臂本体100主要由立柱11、旋转机构12、平衡传动机构13、外臂支承14、主管线15、旋转接头16、紧急脱离装置17和快速连接接头18等部件构成，吹扫置换装置200包括顺次连接的气体压力储罐21、脉冲电磁阀22、吹扫管路23、一次扩压段24、环形过流段25、导流段26和二次扩压段27，且在导流段26内设置有导流锥28，吹扫置换装置200的二次扩压段27与卸料臂本体100的快速连接接头18密封连接。

如图3所示，环形过流段25由横截面为若干环形腔体的过流通道构成，且外圈环形过流通道25-1的环形宽度与内圈环形过流通道25-3的直径等同，中间环形过流通道25-2的环形宽度小于外圈环形过流通道25-1的环形宽度，同时也小于内圈环形过流通道25-3的环形宽度，这样设置的目的是为了和下游的导流锥28相适配，保证气流分布均匀，使得气流达到整流和稳压的效果。如图4所示，在导流锥28的外部沿周向设置有至少3个叶片29，以使气流通过叶片29时会产生旋转。

上述实施例中，优选地，如图5所示，叶片29的尖端与导流锥截面的夹角为90°，叶片29的末端与导流锥截面的夹角为30°～60°，且叶片29的外沿与导流段26的内壁连接，以使导流段26、导流锥28与叶片29共同形成多个呈涡轮状分布的导流通道30，由此气流沿轴向进入导流通道30，然后沿一定角度由叶片29的末端流出，从而产生加速和旋转。

上述实施例中，优选地，如图1、图6所示，在二次扩压段27的末端内部设置有稳流器31，该稳流器31为中空的梭形壳体结构，且夹角β为45°～75°。

上述实施例中，优选地，如图2所示，一次扩压段24呈中空的圆台壳体结构，二次扩压段27呈侧面为弧形曲面且中空的的圆台壳体结构。

本发明提供的LNG卸料臂吹扫置换系统在使用时，其工作过程如下：

当需要进行吹扫置换时，开启脉冲电磁阀22，气体压力储罐21中的高压氮气瞬间进入吹扫管路23中，在一次扩压段24先进行扩压，然后进入环形过流段25；经过环形过流段25的气流进一步获得稳压和整流，然后由导流锥28导入涡轮状分布的导流通道30中，气流经过导流通道30的加速和旋转后，进入二次扩压段27再次进行扩压，再以旋转流动的方式通过位于二次扩压段27末端的稳流器31后，进入卸料臂本体100的快速连接接头18以及其后续的主管线15，旋转气流沿着卸料臂本体100的主管线15进行均匀地流动，完成吹扫置换。由于高压氮气采用多次稳压和整流，并以旋转气流的方式对卸料臂本体100的主管线15进行吹扫置换，因此能够避免现有吹扫技术直接进行喷吹射流导致的吹扫置换效果不均匀的缺陷。

基于上述实施例提供的LNG卸料臂吹扫置换系统，本发明根据吹扫与置换过程中气体的流动特性，基于气体动力学理论，建立适用于该LNG卸料臂吹扫置换系统的动态性能模型，具体过程如下：

图7展示了吹扫置换装置的压力储罐模型简图，图中椭圆形和方形分别表示气体压力储罐21和吹扫管路23。其中，V

由于脉冲反吹过程的持续时间通常较短，反吹气体从气体压力储罐21进入吹扫管路23，再通过吹扫管路23的末端喷吹到卸料臂本体100的主管线15的过程可近似绝热排气过程，因此可认为吹扫管路23中气体的特性跟气体压力储罐21出口处气体的特性是一样的。为了使分析简便，不考虑气体压力储罐21和吹扫管路23出口以及吹扫管路23进口等位置的局部流动损失，由此将理想气体状态方程pv＝mRT对时间t求导，可获得气体压力、温度、质量关于时间的导数，故该脉冲反吹过程可用以下控制方程(1)和(2)表示：

式中，R表示理想气体常数。

其中，气体压力储罐21和吹扫管路23内气体的质量变化率

假设该热力过程为绝热过程，气体压力储罐21和吹扫管路23内气体的热力学能变化率可分别表示为：

式中，e

由式(5)和式(6)可得气体压力储罐21和吹扫管路23内气体的温度变化率分别为：

式中，

根据式(4)和式(1)及式(2)，可求得气体压力储罐21和吹扫管路23内气体的压力变化率分别为：

如前文所述，由于脉冲反吹过程的持续时间通常较短，反吹气体从气体压力储罐21进入吹扫管路23，再通过吹扫管路23的末端喷吹到卸料臂本体100的主管线15的过程可近似绝热排气过程，因此可认为吹扫管路23中气体的特性跟气体压力储罐21出口处气体的特性是一样的。因而脉冲电磁阀22进出口的质量流量和气体压力储罐21出口的质量流量q

式中，P

脉冲电磁阀22进出口的静温和静压T

脉冲电磁阀22的流动特性可用无量纲质量流量G

G

脉冲电磁阀22进出口的静压比x

吹扫管路23出口的质量流量q

式中，M

差分计算公式：

式中，T

基于以上气体动力学理论，本发明提供的LNG卸料臂吹扫置换系统的动态性能模型的建立方法可概括为以下步骤：

1)获得初始气体参数：P

2)假定一个初始质量流量为

3)使得P

4)将P

5)将T

6)将

7)将

8)将

9)将

10)将

11)将P

12)将P

13)将P

14)采用向前有限差分的方法，利用式(22)-(25)，计算下一个时间步长t+Δt，气体压力储罐21和吹扫管路23中气体的参数；

15)将步骤1)中的初始气体参数P

16)从步骤2)迭代到步骤15)直到脉冲电磁阀22关闭；

17)与此同时，q

下面对本发明吹扫置换系统的动态性能模型的计算精度进行计算分析及实验验证：

图8(a)和图8(b)为反吹压力为0.4MPa，脉冲宽度为200ms、300ms时，气体压力储罐21的压力p

图9(a)-(d)为在反吹压力分别为0.4MPa和0.45MPa、脉冲宽度300ms时，动态性能模型计算与实验测量结果的对比图。图9(a)和图9(b)为反吹压力0.4MPa下，动态性能模型计算的气体压力储罐21和脉冲电磁阀22进出口压力变化与实验测量结果的对比图。图9(c)和图9(d)为反吹压力0.45MPa下，动态性能模型计算的压力气包和电磁阀进出口压力变化与实验测量结果的对比图。由图可知，优化模型计算结果与实验测定结果的变化趋势基本一致，气体压力储罐21和脉冲电磁阀22进口的压力变化曲线趋势偏差相对较大，这是因为实际反吹过程中，在脉冲电磁阀22关闭后，有部分气体回流导致气体压力储罐21和脉冲电磁阀22进口的压力上升，由图中可以看出两者偏差在15％左右。

图10(a)-(d)为反吹压力0.4MPa和0.45MPa、脉冲宽度200ms时，动态性能模型计算结果与实验测量结果的对比图。图10(a)和图10(b)为反吹压力0.4MPa下，动态性能模型计算的气体压力储罐21和脉冲电磁阀22进出口压力变化与实验测量结果的对比图。图10(c)和图10(d)为反吹压力0.45MPa下，动态性能模型计算的气体压力储罐21和脉冲电磁阀22进出口压力变化与实验测量结果的对比图。对比结果与脉冲宽度300ms时基本一致，整体偏差也在15％左右。

综上，说明动态性能模型的计算精度与实验测定的结果基本吻合，满足实际需要，能够用于指导吹扫置换系统的操作参数优化设置，进而解决置换气体耗量大、能耗高等问题，提高吹扫置换效率。

最后应说明的是：以上实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对其限制；尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解：其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并不使相应技术方案的本质脱离本发明各实施例技术方案的精神和范围。